Tải bản đầy đủ
29 TÍNH TOÁN BỐ TRÍ THÉP GIA CƯỜNG

29 TÍNH TOÁN BỐ TRÍ THÉP GIA CƯỜNG

Tải bản đầy đủ

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP.HCM

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP KSXD KHÓA 2011-2016

As =
Với:

Nc
0.5f y

Nc - lực kéo trong bêtông ở giai đoạn sử dụng.
fy - giới hạn chảy của cốt thép thường, lấy không lớn hơn 420 MPa.

f t > 0.17 f c'
Hình 7. – Tính toán lực kéo trên tiết diên bêtông khi

Trường hợp ứng suất kéo trong bêtông tại giai đoạn sử dụng không vượt quá
s

cần bố trí thép cấu tạo A =0.004A

0.17 f c'
thì chỉ

cf

Các cốt thép thường được bố trí ở mặt dưới để hạn chế vết nứt khi ứng suất kéo vượt quá giới
hạn yêu cầu theo tiêu chuẩn. Chiều dài thép không được nhỏ hơn 1/3 chiều dài thông thủy của
nhịp nhưng không cần thiết phải kéo vào gối tựa.
Tuy nhiên khi các cốt thép này được bố trí theo yêu cầu chịu lực thì cần phải thỏa mãn yêu
cầu: ở nhịp biên phải có ít nhất 1/3 số thanh thép phải được kéo vào gối tựa, ở các nhịp giữa
số thanh này là 1/4.
7.29.1 Tại các gối tựa (đầu cột)
Ở vùng chịu momen âm ở trên gối tựa, diện tích cốt thép tối thiểu mỗi phương là:

A s = 0.00075A cf = 0.00075hL = 0.00075 × (220 × 8500) = 1402.5 (mm 2 )
Lượng cốt thép gia cường ở trên bố trí trong khoảng không lớn hơn

c1 + 2 ×1.5h = 900 + 2 × 1.5 × 220 = 1560 (mm)

c 2 + 2 × 1.5h = 800 + 2 × 1.5 × 220 = 1460 (mm)
GVHD.KC: TRƯƠNG VĂN CHÍNH
GVHD.TC: LƯƠNG THANH DŨNG

- 398 -

SVTH: NGUYỄN VĂN HIẾU
MSSV:11510300432

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP.HCM

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP KSXD KHÓA 2011-2016

Vùng bố trí cốt thép gia cường trên cột Lgia cường = 1560 (mm)
Do đó chọn bố trí 13Ø14a150 (As=2000.18 mm2) → L gia cường thực tế (chọn) = 1800 (mm)
Trong đoạn Lgia cường (tính toán) = 1560 (mm) có 11Ø14a150 (As=1692.46 mm2)
Chiều dài thanh thép gia cường đầu cột phải được kéo qua gối tựa 1/6 chiều dài thông thuỷ
của nhịp:

900 + 2 ×

Ln
8500 − 900
= 900 + 2 ×
= 3433.33 (mm)
6
6

→ chọn L = 3600 (mm)
7.29.2 Tại các nhịp
Điều kiện kiểm tra:

0.17 f ' = 0.17 × 25 = 0.85 (MPa)
c


0.5 f c' = 0.5 25 = 2.5 (MPa)
Momen tại nhịp lớn nhất trong giai đoạn sử dụng: |M| max= 76.74 (Momen tại dải CSB3,
COMB SLS2).
Dải CSA3 có bề rộng b =4.1 (mm)
Ứng suất kéo trong bêtông:

ft =

P M 2407.93
76.74

=

= 350(kN / m 2 ) = 0.35 (MPa) > 0
−3
A W
0.902
33.01 ×10

→ Tiết diện chịu nén, bố trí thép cấu tạo Ø10a300.

GVHD.KC: TRƯƠNG VĂN CHÍNH
GVHD.TC: LƯƠNG THANH DŨNG

- 399 -

SVTH: NGUYỄN VĂN HIẾU
MSSV:11510300432

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP.HCM

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP KSXD KHÓA 2011-2016

Bảng 7 – Kiếm tra điều kiện ứng suất kéo trong bêtông tại giai đoạn sử dụng (Tính gia cường thép thường)
Tên
dải

Số
cáp n

fpi
(MPa)

Tổn hao
(MPa)

Aps
(mm2)

b
(mm)

h
(mm)

W (m3)

A
(m2)

|M|max
(kN.m)

Pe
(kN)

P (kN)

ft
(MPa)

ft ≤ 0.85
(MPa)

0.85 ≤ft ≤2.5
(MPa)

ft > 2.5
(MPa)

CSB1

12

1488

471.48

98.7

2100

220

1.69E-02

0.462

23.47

100.33

1203.96
6

1.22

Thỏa

-

-

MSB1

12

1488

471.48

98.7

4200

220

3.39E-02

0.924

31.65

100.33

1203.96
6

0.37

Thỏa

-

-

CSB2

24

1488

471.48

98.7

4150

220

3.35E-02

0.913

66.22

100.33

2407.93
3

0.66

Thỏa

-

-

MSB2

16

1488

471.48

98.7

4100

220

3.31E-02

0.902

41.43

100.33

1605.28
8

0.53

Thỏa

-

-

CSB3

24

1488

471.48

98.7

4100

220

3.31E-02

0.902

76.74

100.33

2407.93
3

0.35

Thỏa

-

-

MSB3

12

1488

471.48

98.7

4100

220

3.31E-02

0.902

65.05

100.33

1203.96
6

-0.63

Thỏa

-

-

CSB4

24

1488

471.48

98.7

4100

220

3.31E-02

0.902

82.26

100.33

2407.93
3

0.18

Thỏa

-

-

MSB4

16

1488

471.48

98.7

4100

220

3.31E-02

0.902

43.15

100.33

1605.28
8

0.48

Thỏa

-

-

CSB5

24

1488

471.48

98.7

4150

220

3.35E-02

0.913

65.61

100.33

2407.93
3

0.68

Thỏa

-

-

MSB5

12

1488

471.48

98.7

4200

220

3.39E-02

0.924

32.12

100.33

1203.96
6

0.35

Thỏa

-

-

CSB6

12

1488

471.48

98.7

2100

220

1.69E-02

0.462

24.11

100.33

1203.96
6

1.18

Thỏa

-

-

CSA1

15

1488

442.62

98.7

2125

220

1.71E-02

0.467

34.09

103.18

1547.68

1.32

Thỏa

-

-

GVHD.KC: TRƯƠNG VĂN CHÍNH
GVHD.TC: LƯƠNG THANH DŨNG

- 400 -

SVTH: NGUYỄN VĂN HIẾU
MSSV:11510300432

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP.HCM

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP KSXD KHÓA 2011-2016

5

5

MSA1

12

1488

442.62

98.7

4250

220

3.43E-02

0.935

47.75

103.18

1238.14
8

-0.07

Thỏa

-

-

CSA2

30

1488

442.62

98.7

4125

220

3.33E-02

0.907
5

82.89

103.18

3095.37

0.92

Thỏa

-

-

MSA2

12

1488

442.62

98.7

4000

220

3.23E-02

0.88

42.87

103.18

1238.14
8

0.08

Thỏa

-

-

CSA3

30

1488

442.62

98.7

4125

220

3.33E-02

0.907
5

81.49

103.18

3095.37

0.96

Thỏa

-

-

MSA3

12

1488

442.62

98.7

4250

220

3.43E-02

0.935

47.55

103.18

1238.14
8

-0.06

Thỏa

-

-

CSA4

15

1488

442.62

98.7

2125

220

1.71E-02

0.467
5

33.1

103.18

1547.68
5

1.38

Thỏa

-

-

→ Tại các vị trí đều thoả điều kiện ft ≤ 0.85MPa chỉ cần bố trí thép thường cấu tạo Ø10a300.

GVHD.KC: TRƯƠNG VĂN CHÍNH
GVHD.TC: LƯƠNG THANH DŨNG

- 401 -

SVTH: NGUYỄN VĂN HIẾU
MSSV:11510300432

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP.HCM
2016

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP KSXD KHÓA 2011-

7.30 KIỂM TRA SÀN PHẲNG BÊTÔNG ỨNG LỰC TRƯỚC THEO TRẠNG
THÁI GIỚI HẠN I (AT NOMINAL STRENGTH)
Trong giai đoạn này cần lưu ý:
-

Trạng thái này xảy ra khi tải trọng gây uốn đạt giá trị lớn nhất trước khi phá hoại.
Tải trọng xét đến hệ số vượt tải (tải tính toán).
Bêtông và cáp ƯLT đạt tới cường độ cực hạn.
Bêtông và cáp ƯLT đạt tới cường độ cực hạn.

1.1.1. Tổ hợp tính toán
Tổ hợp kiểm tra:
ULS1 = 1.4 DL + 1.0 PT*
ULS2 = 1.2 DL + 1.6 LL + 1.0 PT*
(PT* là thành phần thứ cấp của cáp).
1.1.2. Điều kiện kiểm tra

εc

b

0,85f'c

a/2
c

d

a

0,85f'c ab

dp
Aps
As

εps

εs

(a)

Apsfps
Asfy

(b)

(c)

Hình 7. – Sơ đồ ứng suất để xác định momen giới hạn
Điều kiện đảm bảo khả năng chịu lực của cấu kiện là:

M ≤ φM n = φ f ps A ps ( d p − a / 2 ) + f y A s ( d − a / 2 ) 
Trong đó:
-

φ

= 0.9: hệ số giảm độ bền chịu uốn (Strength reduction factor)63

63 Tra theo Mục 21.2.1, ACI 318M-14 [34]
GVHD.KC: TRƯƠNG VĂN CHÍNH
GVHD.TC: LƯƠNG THANH DŨNG

- 402 -

SVTH: NGUYỄN VĂN HIẾU
MSSV:11510300432

ĐẠI HỌC KIẾN TRÚC TP.HCM
2016

-

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP KSXD KHÓA 2011-

A: vùng bêtông chịu nén, được xác định dựa vào hình trên (quy định tại mục 22.2.2.4,

a=
-

A ps f ps + A s f y
0.85f c' b

ACI 318M-14 [34]):
fps: ứng suất tính toán của thép ƯLT kết dính (bonded) tương ứng với độ bền chịu uốn
danh định của kết cấu. Nếu khi ứng suất hữu hiệu f se thoả mãn điều kiện fse ≥ fpu thì
theo Mục 20.3.2.3, ACI 318M-14 [34] xác định ứng suất tính toán fps như sau: (Trường
hợp không có cốt thép chịu nén A’s=0)

 γ  f
 
d
f ps = f pu 1 − p ρ P pu' + ( ω − ω ' )  
 β1  f c d p
 
-

β1: hệ số quy đổi vùng chịu nén của bêtông (Mục 22.2.2.4 ACI 318M-14)
Giá trị β1 = 0.85 được xác định như sau:
β1 = 0.85 khi f’c ≤ 30MPa
β1 = 0.85 – 0.008(f’c – 30) khi f’c > 30Mpa

-

γp

: Hằng số phụ thuộc vật liệu thép ƯLT64
γp = 0.55 cho thép thanh (fpy/fpu ≥ 0.8);
γp = 0.40 cho sợi và cáp (stress – relieved) (fpy/fpu ≥ 0.85);
γp = 0.28 cho sợi và cáp (low – relaxation) (fpy/fpu ≥ 0.90).

A ps

As
As'
ρp =
; ρ=
; ρ' =
b×d
b×d
b×d

ω = ρ×

fy
f

'
c

; ω' = ρ ' ×

fy
f c'

Để đảm bảo không bị phá hoại đột ngột do đứt cáp ngay sau khi nứt, thì ACI 318M-14 quy
định độ bền kháng uốn (
Trường hợp 1: Nếu
Trường hợp 2: Nếu

φM n

) của bêtông ƯLT dính kết phải thoả điều kiện:

M u ≤ φM n < 2M u
φM n ≥ 2M u

 yêu cầu

φM n ≥ 1.2M cr

 Không cần kiểm tra Mcr

Với:
64 Tra theo Mục 20.3.2.3.1, ACI 318M-14 [34]
GVHD.KC: TRƯƠNG VĂN CHÍNH
GVHD.TC: LƯƠNG THANH DŨNG

- 403 -

SVTH: NGUYỄN VĂN HIẾU
MSSV:11510300432